Режимы и механизмы подавления пламени распылённой водой Цой Анна Сергеевна

Содержание к диссертации

Введение

1. Обзор литературы 11

1.1. Режимы и механизмы подавления пожара распылённой водой 11

1.2. Экспериментальное исследование подавления пламени распылённой водой

1.2.1. Критериальный анализ 17

1.2.2. Эксперименты

1.3. Влияние дисперсности распыла 21

1.4. Пожаротушение с помощью тонкораспылённой воды 27

1.5. Численное моделирование пожаротушения

1.5.1. Программные средства для полевого моделирования пожаров 29

1.5.2. Опыт численного моделирования подавления пламени распылённой водой

1.6. Выводы 38

2. Математическая модель 41

2.1. Существенно дозвуковое приближение 42

2.2. Уравнения переноса импульса. Метод крупных вихрей 43

2.3. Уравнение переноса энтальпии 45

2.4. Расчёт полей скорости и давления 46

2.5. Моделирование турбулентного горения 47

2.6. Моделирование теплового излучения 51

2.7. Моделирование диспергированной жидкости

2.7.1. Истечение жидкости из оросителя 55

2.7.2. Атомизация жидкости 59

2.7.3. Движение капель в газовой фазе 62

2.7.4. Нагрев и испарение капель 64

2.7.5. Активация оросителей 65

2.7.6. Моделирование пожаротушения 67

2.8. Численная реализация 71

3. Отработка методики моделирования и апробация модели 73

3.1. Турбулентная газокапельная струя 73

3.1.1. Эксперимент Ditch, Yu, 2008 74

3.1.2. Эксперимент Santangelo, 2010 78

3.1.3. Влияние давления на структуру газокапельной струи 81

3.1.4. Выводы 84

3.2. Турбулентное естественно-конвективное пламя 85

3.2.1. Структура и динамика пламени. Тепловое излучение 85

3.2.2. Выводы 88

3.3. Подавление турбулентного естественно-конвективного пламени струёй распылённой воды 89

3.3.1. Маломасштабное пламя (0.18 м, 15 кВт) 89

3.3.2. Крупномасштабное пламя (2 м, 2500 кВт) 93

3.3.3. Режимы взаимодействия струи и теплового факела 101

3.3.4. Выводы 102

4. Новая модель локального погасания пламени 104

4.1. Применение теории реактора идеального перемешивания к зоне реакции диффузионного пламени 106

4.2. Внедрение модели в расчётный код 111

4.3. Выводы 114

5. Применение численного моделирования в задачах пожаротушения распылённой водой 115

5.1. Противопожарные водяные завесы 115

5.1.1. Постановка задачи 117

5.1.2. Результаты расчётов 119

5.1.3. Выводы 124

5.2. Принудительная групповая активация оросителей для подавления растущего очага пожара 124

5.2.1. Постановка задачи 125

5.2.2. Результаты расчётов 129

5.2.3. Выводы 145

Заключение 147

Библиографический список

• Экспериментальное исследование подавления пламени распылённой водой
• Уравнения переноса импульса. Метод крупных вихрей
• Эксперимент Santangelo, 2010
• Принудительная групповая активация оросителей для подавления растущего очага пожара

Введение к работе

Актуальность темы исследования. Пожаротушение распылённой водой является самой распространённой технологией борьбы с пожарами. Системы водяного пожаротушения применяются в зданиях и сооружениях промышленного, административного и коммерческого назначения, на транспорте и в жилых домах. По мере экономического развития и ужесточения нормативных требований пожарной безопасности растут как количество уже установленных систем, так и объём производства новых. Развитие технологии пожаротушения распылённой водой идёт по нескольким направлениям, включая использование тонкораспылённой воды (ТРВ), создание специальных оросителей для работы в специфических условиях (внутристеллажные, для защиты кабельных каналов, для создания завес и др.), разработку новых алгоритмов активации оросителей. В то же время, остаётся нерешённым ряд проблем, требующих углублённого понимания режимов и физико-химических механизмов взаимодействия струй распылённой воды и пламени над очагом пожара. В самом деле, современная статистика пожаров на объектах с установленной системой пожаротушения показывает, что весьма малое количество возгораний (10-30% в зависимости от страны и года) подавляется единственным оросителем. В большинстве случаев срабатывает слишком много оросителей, в результате чего наносится значительный ущерб как вышедшим из-под контроля пожаром, так и большим количеством воды.

В связи с расширением применения тонкораспылённой воды в системах водяного пожаротушения требуется определить условия, в которых именно эта технология является предпочтительной. К настоящему времени установлено, что в ряде случаев применение ТРВ позволяет подавить очаг пожара быстрее и с меньшим количеством воды, чем использование традиционных спринклерных оросителей. Однако практическое применение систем пожаротушения на основе ТРВ часто встречает противоречивое отношение практиков к их эффективности и к оправданности дополнительных затрат на более сложную инфраструктуру. Причина противоречивых заключений заключается в недостатке информации о том, при каких условиях грубый или тонкий распыл воды даёт максимальные преимущество в конкретном сценарии пожара. В свою очередь, для выявления надлежащих условий применения систем пожаротушения необходимо понимание физических механизмов и внешних условий, определяющих реализацию того или иного режима взаимодействия очага пожара, пламени и восходящего потока горячего газа со струёй распылённой воды. Несмотря на то, что указанные режимы и механизмы уже известны, их особенности в условиях конкретных сценариев, а также разделяющие их критические условия требуют тщательного изучения.

К настоящему времени остаются нерешёнными следующие проблемы. Во-первых, недостаточен опыт количественной апробации (validation) моделей и расчётных кодов, применяемых для прогнозирования пожаротушения распылённой водой. В результате оказывается, что требования по применению моделей и кодов недостаточно определены, а уровень ожидаемых ошибок неизвестен. В то же время, в последние годы были выполнены новые эксперименты, которые можно использовать для апробации моделей и кодов.

Как показано в данной работе, сравнение результатов расчётов и экспериментов позволяет отработать методику моделирования и показывает необходимость усовершенствования важных компонентов модели. Во-вторых, необходимо показать, как реализация разных режимов взаимодействия струи и пламени (восходящего факела) влияет на эффективность подавления пламени в практически важных сценариях. Необходимость решения этих проблем обуславливает актуальность данной работы.

Степень разработанности темы исследования. Исследования, направленные на повышение эффективности систем водяного пожаротушения, включая разработку моделей и расчётных кодов, выполняются в последние десятилетия в ВНИИПО (Россия), FM Global (США), NIST (США), VTT (Финляндия), SINTEF (Норвегия) и ряде других организаций. Однако, несмотря на интенсивность исследований, модели и расчётные коды, применяющиеся в настоящее время для моделирования пожаротушения распылённой водой, недостаточно апробированы и требуют проверки путём сравнения с новыми экспериментальными данными. Важные компоненты существующих моделей (модель локального погасания фрагментов турбулентного пламени) не в полной мере отражают физику взаимодействия струи и пламени и должны быть модифицированы. Из-за отсутствия информации об оптимальных режимах работы систем пожаротушения тонкораспылённой водой, возможны неверные заключения об их эффективности.

Цели данной работы заключаются в совершенствовании методики численного моделирования пожаротушения распылённой водой; выявлении режимов взаимодействия струи и пламени (восходящего факела) в практически важных сценариях пожаротушения; определении влияния характеристик систем водяного пожаротушения, в первую очередь – дисперсности распыла, на эффективность подавления пламени. Указанные цели достигаются решением следующих задач:

1. Апробация модели и кода FDS путём сравнения с экспериментальными данными для газокапельных струй распылённой воды, естественно-конвективного диффузионного горения и подавления турбулентного пламени струёй распылённой воды. Анализ чувствительности результатов расчёта к используемым компонентам модели, особенностям численных алгоритмов, модельным и вычислительным параметрам (расчётным сеткам и количеству вычислительных частиц).

2. Разработка новой подсеточной модели погасания фрагментов турбулентного пламени и её внедрение в существующий код.

3. Идентификация и анализ режимов взаимодействия газокапельной струи и турбулентного диффузионного пламени (для стационарного и растущего очага пожара), определение критических условий, разделяющих режимы. Анализ влияния начальной дисперсности распыла на эффективность подавления пламени.

4. Анализ влияния параметров водяной завесы на динамику подавления опасных факторов пожара в защищаемом помещении.

5. Оценка эффективности системы пожаротушения при использовании нового алгоритма групповой принудительной активации оросителей.

Научная новизна работы заключается в следующем:

6. Получены новые результаты апробации модели и расчётного кода FDS путём сравнения с экспериментальными данными для турбулентных струй распылённой воды, турбулентных естественно-конвективных пламён, и для подавления турбулентного естественно-конвективных пламён струями распылённой воды.

7. Обоснована необходимость численного разрешения крупномасштабных вихревых структур в турбулентных газокапельных струях для воспроизведения экспериментальных распределений скоростей и расходов жидкости в струе.

8. Исследовано влияние перепада давления в распылителе на структуру струи тонкораспылённой воды и показано, что увеличение перепада давления приводит к сильному увеличению скорости потока при слабом увеличении скорости испарения и концентрации пара.

9. Разработана новая подсеточная модель локального погасания фрагментов турбулентного пламени, учитывающая конечную скорость реакции окисления горючего и деформацию поля скорости газа.

10. Выявлено влияние водяной завесы на интенсивность газообмена через дверные проёмы помещений. Показано, что вызванное завесой ослабление газообмена через проём приводит к увеличению концентрации продуктов сгорания в защищаемом помещении.

11. Исследована эффективность принудительной групповой активации оросителей в условиях растущего очага пожара. Показано, что рост размеров и мощности очага приводит к реализации гравитационного режима, в котором уменьшение размера капель препятствует подавлению пламени. Установлено, что в случае тепловой активации мелкие и крупные фракции полидисперсной струи могут взаимодействовать с восходящим факелом в разных режимах (импульсном и гравитационном соответственно).

Теоретическая и практическая значимость. Теоретическая значимость работы заключается в выявлении и усовершенствовании компонентов модели, определяющих достоверность прогноза пожаротушения распылённой водой, а также в демонстрации роли дисперсности распыла в зависимости от режима взаимодействия струи распылённой воды и восходящего факела. Практическая значимость работы определяется тем, что её результаты предназначены для повышения достоверности численного прогноза динамики пожаротушения распылённой водой на стадии проектирования и согласования проекта в органах государственного надзора. Результаты также могут быть использованы при выполнении моделирования в ходе экспертизы произошедших пожаров. Автором данной работы было выполнено численное моделирование динамики опасных факторов пожара и блокирования путей эвакуации при пожарах в производственных помещениях, в терминале аэропорта Пулково, вычислительном центре университета и других объектах. Результаты данной работы применяются в группе компаний «Гефест» (Санкт-Петербург), специализирующейся на разработке и внедрении инновационных технологий противопожарной защиты.

Методология и методы исследования. В диссертации использованы теоретические методы анализа и методы численного моделирования двухфазных, многокомпонентных реагирующих турбулентных течений и теплового излучения. Достоверность результатов теоретического анализа и численного моделирования подтверждается сравнением с опубликованными экспериментальными данными. В расчётах использованы полевые модели и расчётные коды открытого доступа, модифицированные с учётом целей данной работы. Расчёты выполнялись использованием вычислительных ресурсов СПбПУ и программы «Университетский кластер».

Положения, выносимые на защиту:

12. Идентификация режимов подавления пламени в практически важных сценариях и анализ влияния дисперсности распыла на эффективность пожаротушения.

13. Результаты анализа погрешностей прогнозирования турбулентных струй распылённой воды и их зависимость от используемых компонентов модели и численных алгоритмов.

14. Влияние перепада давления в оросителе на структуру струи тонкораспылённой воды.

15. Подсеточная модель локального погасания фрагментов турбулентного пламени, учитывающая конечную скорость реакции окисления горючего и деформацию поля скорости газа.

16. Влияние водяной завесы в проёме смежных помещений на вертикальную стратификацию температуры и концентраций, интенсивность газообмена через внешний проём и изменение опасных факторов пожара в помещении.

17. Сравнение эффективностей принудительной групповой активации оросителей и традиционной тепловой активации в условиях растущего очага пожара, прогноз влияния высоты помещения, расхода воды, дисперсности распыла, бокового ветра на динамику подавления пожара.

Личный вклад автора. Участие в разработке и обосновании модели локального погасания (совместно с научным руководителем), освоение, применение и модификация существующих моделей и программного обеспечения, разработка методики вычислений, выполнение всех численных расчётов, анализ чувствительности и определение требований к расчётным сеткам и числу вычислительных частиц, анализ и интерпретация результатов, сравнение с экспериментальными данными, написание статей (совместно с соавторами), личные доклады на профильных научных конференциях и семинарах.

Апробация результатов. Результаты работы представлены и обсуждались на: заседании Научного Совета РАН по горению и взрыву (Санкт-Петербург, 20.05.2015), заседании Национальной академии наук пожарной безопасности (Балашиха, ВНИИПО, 16.04.2014); 35-ом Международном симпозиуме по горению (США, 2014); 10-м Международном симпозиуме по опасностям и предотвращению взрывов в промышленности ISHPMIE-X (Норвегия, 2014); 10-й Международной научно-практической конференции «Технические средства противодействия террористическим и криминальным взрывам»

(Санкт-Петербург, 2014); 13-й Международной конференции INTERFLAM (Великобритания, 2013); 7-м Международном семинаре по опасностям пожаров и взрывов (США, 2013); 3-й Международной конференции «Облачные вычисления. Образование. Исследования. Разработка» (Москва, 2012); 8-й международной научно-практической конференции «Технические средства противодействия террористическим и криминальным взрывам» (Санкт-Петербург, 2012); Международном Симпозиуме по вычислительному теплообмену (Великобритания, 2012); 7-й Всероссийской научно-практической конференции «Проблемы обеспечения взрывобезопасности и противодействия терроризму» (Санкт-Петербург, 2012); 5-й Российской национальной конференции по теплообмену РНКТ-5 (Москва, 2010).

Основные результаты опубликованы в 13 печатных работах, в том числе 4 из списка ВАК и 2 из базы данных SCOPUS.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, библиографического списка, содержащего 134 наименования, и 3 приложений. Диссертация изложена на 177 страницах, содержит 94 рисунка и 4 таблицы.

Экспериментальное исследование подавления пламени распылённой водой

Прежде, чем перейти к обзору экспериментальных исследований, приведём критериальный анализ, выполненный Хескестадом в работах [51, 52] и характеризующий критические условия подавления пламени струёй распылённой воды, направленной со-осно навстречу восходящему потоку горячего газа.

Анализ подобия для естественно-конвективных турбулентных пламён предполагает, что критерием, определяющим структуру и динамику пламени и создаваемого им восходящего факела, является число Фруда FrD V JgD, где Kfuel - линейная скорость истечения горючего газа, паров жидкого топлива или летучих продуктов пиролиза твёрдого топлива, D - характерный размер очага, такой, что TID2/4 - площадь поверхности очага. Отметим, что тепловая мощность очага равна Є = Аc fuel=АcРfuel fuel 4 , (3) где A/zc - теплота сгорания горючего. Пламёна и тепловые факелы, характеризующиеся одним и тем же числом Фруда, подобны. Подобие пламён с разной тепловой мощностью достигается при надлежащем соотношении размеров очага. Предполагая постоянство числа Фруда, для подобных пламён будем иметь: QDD5 2. (4) Отметим, что в качестве критерия подобия, как правило, используется безразмерная мощность тепловыделения, Q = i= /Fr. (5) PakcP akT aixJgDD2

Анализ подобия для газокапельной струи [51] приводит к следующим выводам. Из уравнения движения капли следует, что условием подобия траекторий капли является следующее соотношение d П V0 П D1 2 между диаметром капли, её начальной скоростью и пространственным масштабом. Из баланса массы капли следуют условия подобия mdU D для скорости испарения одиночной капли имО D52 для скорости испарения всех капель в струе. В то же время, из требования равенства расходов воды и эмпирического соотношения (63) в [51] получены условия D0U D, где D0 - диаметр отверстия распылителя, и d D Dm.

С учётом приведённых соотношений, Хескестад обобщил критические условия подавления пламени метана (фиксированный расход горючего), полученные в экспериментах [51] с существенно разными пространственными масштабами (отличие в 10 раз), следующей зависимостью где D0 eff = J4FW/IIV0 - эквивалентный диаметр отверстия для заданных расхода воды и скорости вылета капель, Н - высота места расположения оросителя над поверхностью горючего, Fw - объёмный расход воды. Для экспериментов, выполненных в работе [51] (тепловые мощности от 1.1 до 1530 кВт, высота оросителя 0.61 и 6.1 м), оказалось, что численное значение левой части равенства находится в интервале 16-26 (мл/с)/мм5/2, и Q/Dl 40 кВт/мм5/2.

В работе [52] получена альтернативная формулировка для экспериментально наблюдавшихся критических условий погасания пламени: Fw-cr Pмлl=52 oeff [мм 8 (я[м1 04 ( [KBTD 41 . (7)

Соотношение (7) показывает, что если погасание происходит, то уменьшение диаметра отверстия приводит к снижению минимального количества воды, необходимого для подавления пламени. С учётом соотношений, приведённых ниже в разделе 2.7.1, это неявно предполагает увеличение давления для обеспечения требуемого расхода. Кроме того, в работе [52] получено эмпирическое выражение для критического импульса струи Iw = pwFwV0, при котором происходит погасание:

Видно, что мощность очага и расстояние от очага до оросителя гораздо сильнее влияют на критический импульс, чем на расход воды. В [52] отмечено, что это указывает на преобладание динамического воздействия струи на пламя по сравнению с тепловым.

Экспериментальные исследования подавления пламени распылённой водой можно классифицировать по следующим признакам: 1. Вид горючего материала (газ, жидкое или твёрдое топливо). 2. Пространственный масштаб ( 10-1 м, 1 м, 101 м и диапазон мощностей очага). 3. Взаимное расположение очага и оросителя (или оросителей). Помимо соосно-го расположения (струя действует навстречу факелу), рассматривалось наклонное расположение струи, а также расположение очага в промежутках между оросителями. 4. Открытое неограниченное пространство, помещение (закрытое или с ограниченной вентиляцией) или тоннель с продольной вентиляцией. 5. Режим пожаротушения (объёмный или поверхностный). 6. Диапазон характерных размеров капель.

Перечисленные признаки порождают большое количество сценариев, по экспериментальному исследованию которых имеется значительное количество публикаций. Обзор экспериментальных исследований, выполненных до середины 2000х годов, приводится в работах [122, 87]. Поскольку данная работа нацелена на численное исследование режимов и механизмов взаимодействия струи распылённой воды и пламени, ограничимся лишь несколькими примерами экспериментов, выполненных в последние годы. Серия экспериментов по тушению распылённой водой крупномасштабного пламени над поверхностью жидкого горючего выполнена в исследовательской программе лаборатории Sandia (США) [30]. В ходе исследования варьировали диаметр отверстия сопла-распылителя, ориентацию оросителя, давление воды в трубопроводе. Также оценивалось влияние крупного объекта, помещённого в зону горения, на динамику подавления пламени. В результате экспериментов выявлены критические условия подавления пламени распылённой водой. Следует отметить, что в экспериментах наблюдали значительное увеличение интенсивности горения, размеров и светимости пламени на начальной стадии тушения (аналогичные наблюдения сделаны, например, в [59]). Данное явление объясняется увеличением доступа воздуха в зону, обогащённую горючим, а также разбрызгиванием жидкого топлива при попадании в него капель воды.

В работе [118] выполнены эксперименты по тушению пламени над квадратной пластиной ПММА размером 0.5х0.5 м струёй распылённой воды (заполненный конус 120С, dv50 = 0.150-0.300 мм). Результаты демонстрируют, что охлаждение продуктов сгорания и вытеснение кислорода из зоны горения проявляются только на начальной стадии тушения, а после того как вода достигает поверхности горючего, доминирующим механизмом тушения становится подавление пиролиза горючего материала. Кроме того, авторы выделяют два периода тушения пламени: период дестабилизации пламени (flame knocked-down time) и период остаточного погасания (ghost flame existing time). При увеличении давления воды в трубопроводе, период остаточного тушения сокращается, что означает уменьшение полного времени тушения.

В работе [61] в ходе экспериментов пламя над поверхностью жидкого горючего тушилось тонкораспыленной водой, при этом исследовалось влияние промежутка времени между зажиганием и активацией спринклера на доминирующий механизм подавления пламени. Показано, что если активация оросителя происходит, когда пламя уже вышло на стационарный режим горения, то имеет место интенсивное испарение капель воды. В рассмотренном сценарии, когда расход воды достаточен для подавления пламени, это приводит к погасанию пламени в объёме. Если же спринклер активирован на ранней стадии развития пламени, то температуры и импульса пламени недостаточно, чтобы вызвать интенсивное испарение. В таком случае, пламя над поверхностью жидкого горючего может быть подавлено только после значительного охлаждения поверхности горючего, что потребует больше времени.

Уравнения переноса импульса. Метод крупных вихрей

Таким образом, модель горения, применяемая в FDS 5.5, предполагает численное решение уравнения (41) для смесевой доли, расчёт концентраций компонентов по структурным соотношениям Ya(z) и определение локальной мощности тепловыделения с помощью равенства (42). Помимо одностадийной реакции (32), FDS 5.5 позволяет рассматривать двухстадийную схему окисления горючего, которая в данной работе не использовалась.

В FDS 6 внесены изменения в способы расчёта как концентраций компонентов, так и мощности тепловыделения. Скорость расходования горючего моделируется равенством где ZF и ZA - обобщённые массовые доли горючего и воздуха, для определения которых решаются два уравнения переноса для горючего и продуктов. Мощность тепловыделения определяется с помощью равенства ?:=ІЛХ», 44 в котором суммируются вклады теплот реакций, связанных с образованием всех компонентов. В FDS 5.5 подсеточный масштаб времени xsgs в равенстве (42) полагается обратно пропорциональным локальному значению разрешённого градиента скорости, TS S \/S. Отметим, что с учётом равенств xsgs = CA2Dgs, Dgs =vsgs/Scsgs, vsgs = (CsAf S и используемых по умолчанию констант С = 0.1, Cs = 0.2 и Scss = 0.5 коэффициент пропорциональности принимает значение 1.25 (в документации FDS это значение не приводится). В отличие от FDS 5.5, временной масштаб isgs определяется следующим образом:

Диффузия Подсеточное Плавучесть \ смешение J причём первый из аргументов в правой части равенства (45) приводит к соотношению 1/ S, если D D. Поскольку указанная модель предполагает бесконечно быстрое протекание реакции (независимо от температуры и концентрации реагентов), она не описывает критические явления, связанные с воспламенением и погасанием. В самом деле, в рамках такой модели горение начинается сразу при контакте горючего и окислителя и не прекращается даже при низких температурах и значительном разбавлении реагентов инертным газом или продуктами сгорания. Чтобы учесть возможность погасания пламени, вызванного снижением концентрации кислорода и (или) снижением температуры, в FDS применяется приближённая модель на основе критической температуры пламени (см. раздел 2.7.6.1 данной работы).

Расчёт теплового излучения - одна из важнейших задач в моделировании процессов горения. Исследования показывают, что на долю теплового излучения приходится до 40% всей мощности, выделяемой при пожаре [15]. Лучистый теплоперенос внутри пламени и в потоке продуктов сгорания влияет на строение и динамику пламени, а также определяет тепловое воздействие пламени на поверхность горючего материала.

Моделирование теплового излучения включает в себя две задачи: расчёт переноса излучения и учёт спектральных характеристик среды.

Перенос излучения определяется собственным излучением, поглощением и рассеянием излучения газами. Уравнение переноса излучения имеет вид [79, 15]: sV/3t(r s) = -(K(r X) + a1(r X)U(r s) + K(r X)/b(r,X) + J 0(s,s%(r,s )ds , (46) где /x(r,s) - спектральная интенсивность излучения при длине волны X, s - вектор направления распространения излучения, к(гД) и аДгД) - локальные коэффициенты поглощения и рассеяния соответственно, /ь(гД) - эмиссия собственного излучения чёрного тела (функция Планка), D(s,s ) - индикатриса рассеяния из направления s в направлении s . Следует отметить, что рассеяние излучения газами несущественно и в данной работе не учитывается. Рассеянием теплового излучения частицами сажи также можно пренебречь, поскольку размер частиц значительно меньше длины волны излучения. В случае нерассеивающего газа уравнение переноса излучения значительно упрощается: sVIx(r,s) = -K(r,X)(lx(r,s)-Ib(r,X)). (47) Зависимости коэффициентов поглощения от длины волны описываются очень сложными функциями. Поэтому весь спектр разделяется на несколько полос с осред-нёнными характеристиками, для каждой из которых записывается уравнение лучистого переноса, аналогичное (47): sW„ (r,s) = -к„ (г)(/я (r,s) -/„,„ (г)), (48) где /Ь;И(г) = и( итіпДитах)сГ4Д - интенсивность излучения абсолютно чёрного тела, соответствующая данной полосе. Для получения общей интенсивности излучения, необходимо просуммировать интенсивности для каждой из полос: /(r,S) = jx/x(r,S) = /„(r,s). (49)

В FDS используется 6 или 9 коэффициентов поглощения, осреднённых по выделенным спектральным полосам. Значения указанных коэффициентов вычисляются по узкополосной модели RadCal [74, 76, 48] и табулируются в виде зависимостей от температуры и смесевой доли, после чего используются в ходе расчёта.

Таким образом, расчёт интенсивностей следует выполнить для каждой полосы, а затраты на расчёт переноса теплового излучения пропорциональны числу полос. Несмотря на селективное излучение газообразных продуктов сгорания, при наличии сажи оказывается, что зависимость коэффициента поглощения гладко зависит от длины волны. Благодаря этому для задач моделирования пожара разумным приближением является модель серого газа, соответствующая только одной полосе.

В данном приближении вычисляется эффективный коэффициент поглощения смеси, независимый от длины волны излучения, но зависящий от температуры и состава смеси. Несмотря на то, что для газовой смеси продуктов сгорания (прежде всего, COг и Н2O) такое приближение может привести к большой ошибке, при моделировании пожаров «серое» приближение является обоснованным, так как в ряде случаев вклад сажи доминирует в интегральном коэффициенте поглощения смеси.

При расчёте турбулентных течений расчёт эмиссии излучения 1Ъ = оТ4/к требует особого внимания. Это связано с тем, что в расчёте определяется не локальная температура Г, а температура f, осреднённая по объёму ячейки. При этом численно разрешённое значение оказывается значительно ниже значения температуры в зоне реакции диффузионного пламени. Из-за сильной зависимости эмиссии излучения от температуры подстановка f вместо Г приведёт к большой ошибке. В связи с этим в FDS 5.5 вблизи поверхности пламени и вдали от неё эмиссия излучения 1Ь моделируется по-разному: КСУТ" /ТГ , за пределами зоны горения КІ = в зоне горения где q" - объёмная мощность тепловыделения в результате химической реакции, а /г экспериментальная оценка доли теплопотерь излучением. Следует отметить, что применение равенства (50) не гарантирует совпадения расчётной доли излучённой энергии заранее заданному значению ft. В связи с этим, в FDS 6 применяется равенство: =С 1, (51) где коэффициент пропорциональности С пересчитывается на каждом шаге по времени

Интенсивности излучения рассчитываются при численном решении уравнения переноса излучения (48) методом контрольных объёмов [74, 76]. В каждом контрольном объёме расчётной сетки выполняется дискретизация телесного угла, как показано на Рис. 15.

Дискретизация телесного угла выполняется путём деления полярного угла 6 и азимутального угла ф на А е и N направлений соответственно, причём N = N (б) и Л ф кратно 4. Разбиение выполняется так, чтобы каждый дискретный угол был приближённо равен АОг = 4K/NQ , где значение числа разбиений Nn = ХЛ ФІД ) назначается пользователем. По умолчанию в FDS используется 104 дискретных направления для расчёта уравнения переноса излучения, что достаточно для большинства сценариев. Число дискретных направлений необходимо увеличить, если выполняется расчёт распределения теплового потока от локализованного источника по удалённой поверхности, когда возникает так называемый лучевой эффект.

Эксперимент Santangelo, 2010

В соответствии с локализацией, первый из указанных механизмов называется объёмным, а второй – поверхностным. При численном моделировании объёмного механизма требуется рассмотрение не только взаимодействия восходящего потока продуктов сгорания и направленной им навстречу газокапельной струи, но и критических условий погасания как отдельных фрагментов пламени, так и полного прекращения газофазного горения. При этом следует иметь в виду, что моделирование горения при пожаре использует допущение о бесконечно большой скорости реакции, которая исключает возможность погасания при одновременном наличии горючего и окислителя. Отказ от допущения бесконечно быстрой реакции требует привлечения химических механизмов (глобальных или детальных), которые либо остаются неизвестными для практически важных видов пожарной нагрузки, либо недопустимо увеличивают вычислительные затраты. Кроме того, в практических расчётах не удаётся обеспечить пространственное разрешение зоны реакции в диффузионном пламени, поскольку допустимый размер ячеек сетки существенно превышает размер зоны реакции.

Для того, чтобы использовать модель бесконечно быстрой реакции горения, выполнять расчёты на достаточно крупной сетке, но учесть возможность локального погасания фрагментов турбулентного пламени внутри ячейки сетки, требуется специальная подсеточная модель. Ниже в данном разделе приводится описание соответствующей модели в составе FDS. Далее в разделе 4.3.2 будет показано, что эта версия модели погасания оказывается непригодной для численного моделирования подавления пламени струёй распылённой воды, и в главе 5 будет предложена новая альтернативная модель.

Методика численного моделирования поверхностного механизма пожаротушения к настоящему времени недостаточно апробирована. Ниже в данном разделе приводится приближённый подход, реализованный в FDS и использованный в данной работе.

Отметим ещё раз, что в практических расчётах не удаётся обеспечить пространственное разрешение зоны реакции в диффузионном пламени, поскольку допустимый размер ячеек сетки существенно превышает размер зоны реакции. Это значит, что в результате расчёта можно получить лишь мгновенные значения температуры и концен 69 траций реагентов (Г и 70;), осреднённые по объёму расчётной сетки. Модель локального погасания в газовом турбулентном пламени использует концепцию предельной температуры, которая должна быть достигнута (или превышена) в зоне реакции диффузионного пламени. В соответствии с этим подходом, если предельная температура не может быть достигнута при заданных значениях Т и Y0 , происходит погасание.

Вычисление температуры в зоне реакции диффузионного пламени, которая может быть достигнута при заданных значениях Т и Y0 , использует тепловой баланс в зоне реакции. При этом мощность тепловыделения полагается пропорциональной скорости потребления кислорода: q"; = m % (97) 2о2 где принимается Ahс/oO « 13.1 МДж/кг O2 независимо от вида горючего. Тепло, выделенное при горении, расходуется на разогрев продуктов сгорания от температуры окружающего газа Т до температуры в зоне реакции Т{: q " = cFm "(Tf-f) (98) где ср « 1400 Дж/(кгК) - средняя теплоёмкость газа. Критическое условие соответствует равенству q" = qm. Сравнивая (97) и (98), на пределе погасания будем иметь Т =Т и kf0 =cjTCFT-f). (99) Опыт показывает [28], что для углеводородных горючих, смешиваемых с воздухом при температуре = 0С предельная температура близка к TCFI « 1700 К. Соответствующее значение предельной концентрации кислорода равно ? ЛлЧ M(TCVT0) 1400(1700-273) Yo crfa)= 1 = 0.153. (100) 2 crV 0J Ah /cO 13. MO6 Из (99) также следует, что для заданного значения Т предельная массовая доля кислорода равна cr( ) = 0.916-10-4(l700-f). (101) Поскольку для мольной доли кислорода выполняется приближённое равенство XQi = (MjMQi )f0i (29/32)YQi = 0.9067O2, на пределе погасания будем иметь о2Д ) = 0.83.1(Г4(1700-Г). (102) Равенство, аналогичное (102), используется в FDS 5 следующим образом. Если при температуре Т в данном контрольном объёме оказывается, что Х0 Х0 ст, где Х0 сг вычисляется по формуле (102), то предполагается, что происходит погасание, а расходование реагентов и выделение тепла прекращаются. В противном случае имеет место горение и тепловыделение. Отметим, что предельная концентрация кислорода Х0 сг снижается при увеличении температуры газа (см. Рис. 21).

Принудительная групповая активация оросителей для подавления растущего очага пожара

На первом этапе выполнялся расчёт установившегося турбулентного естественно-конвективного диффузионного пламени, как показано в разделе 4.2. Затем активировалось истечение из оросителя (описание моделей истечения и распыла воды приведено в разделах 2.7.1 и 2.7.2).

В расчётах использованы следующие характеристики оросителя, приведённые в работе [99]: угол распыла ф = 60, К-фактор K = 0.76 л/(минкПа1/2), диаметр отверстия D0 = 3.97 мм, медианный объёмный диаметр капель dv50 = 0.721 мм при избыточном давлении АP = 137.9 кПа. С использованием этих данных по формулам (61)-(63) были рассчитаны скорости и характерные диаметры капель, соответствующие другим режимам истечения струи: V0 = 10.2 м/с, dv50 = 0.805 мм при расходе воды Fw = 7.57 л/мин, V0 =13.0 м/с, dv50 = 0.684 мм при Fw = 9.65л/мин и V0 = 15.0 м/с, dv50 = 0.621 мм при Fw = 11.17 л/мин. Полученные диаметры использовались для задания начального распределения капель по диаметрам (66) с шириной распределения у = 2.4. На Рис. 42 представлены результаты моделирования подавления маломасштабного пламени: мгновенные разрешённые распределения температуры показаны в три момента времени (4, 8, 30 с) для трёх значений начального медианного диаметра капель

dv50 = 1.2, 0.9 и 0.6 мм при расходе воды F w = 7.57 л/мин. Начальная скорость вылета капель сохранялась неизменной и равной V0 = 10.2 м/с. На Рис. 42 показано, что чем более тонкий распыл используется, тем быстрее подавляется пламя.

Данное наблюдение подтверждает вывод, ранее полученный в работах [100, 101] с помощью модели Fire3D. Преимущество, получаемое при использовании распыла с более тонким распылом для тушения, объясняется тем, что структуры струй грубого и тонкого распыла сильно различаются. Если начальный диаметр капель достаточно велик, то форма конуса распыла сохраняется, и капли распределяются в широкой области пространства, размер которой значительно превышает размер пламени. В результате оказывается, что значительная доля массы воды и импульса струи не оказывает воздействия на пламя. Напротив, в случае тонкого распыла формируется узкая высокоскоростная газокапельная струя, фокусирующаяся вблизи оси струи (это же явление наблюдается в расчётах, представленных в разделе 3.1.1 данной работы). Благодаря этому массовый расход и импульс струи в полной мере воздействуют на пламя. Можно заключить, что подавление пламени протекает в импульсном режиме, и если импульс струи превосходит импульс продуктов сгорания, использование более тонкого распыла приведёт к ускорению подавления пламени. В то же время, если импульс же струи недостаточен для преодоления восходящего потока, то измельчение капель может не привести ускорению подавления пламени и даже сделать его невозможным. Это продемонстрировано ниже в разделе 6.2.2.5 для растущего очага. Ещё одним условием для ускорения подавления пламени струёй с более тонким распылом является направленность струи вдоль оси пламени.

Результаты расчётов, выполненных с использованием приведённых выше начальных данных, показывают, что пламя подавляется при более низких расходах, чем в эксперименте. Например, орошение пламени струёй распылённой воды с расходом 7.57 л/мин и начальным медианным диаметром капель dv50 = 0.805 мм приводит, согласно расчётам, к подавлению пламени в течение 20 секунд после активации спринклера. В то же время в эксперименте подавление пламени не наблюдается. Возможными причинами такого рассогласования с экспериментом может быть чрезмерная фокусировка струи вблизи оси, выявленная в разделе 3.1 данной работы.

Обнаруженная в данной работе завышенная фокусировка расчётной газокапельной струи может привести к тому, что численный расчёт предсказывает подавление пламени даже в тех случаях, когда в экспериментах наблюдается устойчивое горение. Указанный эффект может быть усилен тем, что применяемые расчётные сетки, применяемые в инженерных расчётах реальных объектов, намного грубее использованных в данной работе. Это необходимо принимать во внимание при интерпретации численных расчётов, выполняемых для реальных объектов.

В данной части работы в качестве экспериментального прототипа использованы результаты крупномасштабных испытаний в установке FLAME (Sandia Laboratories, США), приведённые в [30]. В расчётах анализируется горение жидкого горючего (керосин С11H21) над круглым резервуаром диаметром 2 м (см. Рис. 43).

Поскольку в [30] нет данных о скорости выгорания, для целей данной работы мощность тепловыделения (Q = 2500 кВт) приближённо оценивали с помощью формулы Хескестада [50] Lf=0.235Q-l.02D, (105) в которой высоту пламени L{ определяли по фотографиям, приведённым в [30]. Скорость испарения горючего полагали постоянной и соответствующей тепловой мощности Q при условии полного сгорания. Это означает, что в расчётах рассматривается взаимодействие газокапельной струи только с газофазным пламенем.

Расчёты выполнены с помощью FDS 5.5. Расчётная область имела форму параллелепипеда с размерами 8х8х6 м. Круглый очаг диаметром 2 м располагался на уровне пола в центре расчётной области. В расчётах использовались сетки, содержащие 0.3 и 0.8 миллиона ячеек с размером наименьших элементов 5х5х7.5 см и 6х6х10 см Число вычислительных капель составляло 10,15,20,30 тысяч капель в секунду. Установлено, что результаты расчётов, представленные в данном разделе, не изменяются качественно при дальнейшем измельчении сетки и увеличении числа вычислительных капель.

На первом этапе выполнялся расчёт установившегося турбулентного естественно-конвективного диффузионного пламени, результаты расчёта приведены выше в разделе 3.2. Затем активировалось истечение из оросителя, которое моделировалось в соответствии с разделами 2.7.1 и 2.7.2 данной работы.

Ороситель установлен на вертикальной оси очага, на высоте 5 м над уровнем пола, причём поток жидкости направлен вертикально вниз к центру очага. Рассматриваемое сопло имеет узкий конус распыла (30). При данной взаимной ориентации очага и сопла ширина конуса на уровне пола примерно соответствует размеру очага. По данным [30] ороситель имеет отверстие диаметром D0 = 8.74 мм, К-фактор составляет K = 40.2 л/(минбар12). Параметры истечения (объёмный расход Fw, начальная скорость капель V0 и начальный медианный диаметр dv50), вычисленные по формулам (61)-(63) и использованные в расчётах, приведены в Табл. 2 для тех перепадов давления, при которых выполнялись эксперименты [30].